CC BY
70
УДК 627.82
М.П. Саинов, А.А. Федотов
ФГБОУВПО «МГСУ»
АНАЛИЗ НАПРЯЖЕННО-ДЕФОРМИРОВАННОГО СОСТОЯНИЯ КОМБИНИРОВАННОЙ ПЛОТИНЫ НЬЮ-ЭКСЧЕКВАЕР ПРИ СТАТИЧЕСКИХ НАГРУЗКАХ
Выполнено численное моделирование комбинированной плотины, образованной путем строительства за низовой гранью бетонной плотины более высокой каменно-набросной с железобетонным экраном. Моделирование показало, что бетонная часть плотины находится в благоприятном напряженном состоянии. На контакте грунтовой и бетонной частей происходят сдвиговые нарушения. Наиболее проблемным узлом плотины является узел сопряжения железобетонного экрана с бетонной плотиной. Раскрытие и сдвиговые смещения в периметральном шве — значительные.
Ключевые слова: комбинированная плотина, железобетонный экран, периметральный шов, напряженно-деформированное состояние, численное моделирование, смещение, осадки, раскрытие шва, реконструкция плотины, Нью-Эксчекваер, Нью Еса.
Гидротехнические сооружения рассчитаны на работу в течение длительного срока, однако за это время изменяются условия работы сооружений и требования к ним. Чтобы сооружения могли, оставаясь надежными, выполнять новые функции и удовлетворять новым требованиям проводят, их реконструкцию. Одним из видов реконструкции плотин является их наращивание для увеличения емкости и напора водохранилища.
При реконструкции часто происходит изменение схемы работы сооружения, коренным образом изменяется ее конструкция. Например, наращивание бетонных плотин может производиться путем превращения их в комбинированные плотины. Комбинированная плотина состоит из бетонной и грунтовой плотин, причем обе части воспринимают давление верхнего бьефа. Комбинированных плотин построено немного, обычно они являются следствием наращивания бетонных плотин, хотя есть предложения по строительству изначально комбинированных плотин [1].
Примерами комбинированных плотин могут служить плотины Нью-Эксчекваер (New Exchequer) в США [2] и Нью Еса (New Yesa) в Испании [3, 4]. Обе эти плотины являются комбинациями старой бетонной гравитационной плотины и каменной плотины с железобетонным экраном. Плотина Нью-Эксчекваер была построена в 1968 г. Автором проекта наращивания был Б. Кук, обобщивший теорию строительства плотин с железобетонными экранами [5]. В момент завершения строительства эта плотина являлась самой высокой каменной плотиной с железобетонным экраном. В ней бетонная гравитационная плотина имеет высоту 99 м, а каменная — 150 м. Плотина Нью Еса была построена в 2007 г. с учетом опыта наращивания плотины Нью-Эксчекваер. В комбинированной плотине Нью Еса высотой 116,7 м бетонная часть имеет высоту 76,5 м.
ВЕСТНИК с
2/2015
Вполне очевидно, что в комбинированной плотине грунтовая и бетонная части работают в иных условиях, чем если бы они работали по отдельности. Так, бетонная плотина должна выдерживать большее давление верхнего бьефа, чем до реконструкции и, кроме того, на нее дополнительно будет действовать давление от насыпи грунта. Заранее (умозрительно) нельзя сказать, улучшаются или ухудшаются условия работы бетонной и грунтовой частей комбинированной плотины по сравнению с работой в однородных плотинах. Целью данной работы явилась оценка работоспособности каждой из частей комбинированной плотины.
Исследование проводилось на примере плотины Нью-Эксчекваер на реке Мерсед в Калифорнии (США). В этой плотине бетонная часть является подпорной стеной для насыпи упорной призмы плотины (со стороны верхнего бьефа). Бетонная плотина имеет обжатый треугольный профиль — заложение низовой грани составляет 0,6. К основанию профиль плотины уширяется путем придания небольшого уклона в сторону верхнего бьефа (1 : 0,15) и устройства низовой фундаментной плиты длиной 13 м и толщиной 12,5 м. Ширина плотины по основанию составляет 80,6 м.
Заложение верховой и низовой граней каменной плотины составляет 1,4. Сопряжение железобетонного экрана с бетонной плотиной происходит на высоте 56 м от подошвы плотины. Это сопряжение осуществлено с помощью бетонного блока, отделенного от экрана деформационным швом [2]. Между блоком и бетонной плотиной устроен шов, заполненный асфальтом. Под блоком была устроена асфальтовая подушка.
Исследование напряженно-деформированного состояния (НДС) плотины проводилось путем численного моделирования по вычислительной программе, составленной кандидатом технических наук М.П. Саиновым на кафедре гидротехнического строительства МГСУ [6].
Сетка конечных элементов сооружения приведена на рис. 1. Помимо комбинированной плотины высотой 150 м в расчетную область был включен блок скального основания глубиной 200 м. При моделировании конструкция плотины была несколько упрощена — наличие шва между экраном и сопрягающим бетонным блоком не учитывалось.
Рис. 1. Сетка метода конечных элементов (МКЭ): 1 — старая бетонная гравитационная плотина; 2 — насыпь камня новой плотины; 3 — полускальное основание; 4 — железобетонный экран новой плотины
Моделирование конструкций, в т.ч. железобетонного экрана, велось конечными элементами сплошной среды с кубической аппроксимацией перемещений внутри элемента. На контакте жестких (бетонных или скальных) материалов с грунтовыми, а также между собой в сетку МКЭ вводились контактные конечные элементы, которые позволяют отразить возможность проявления нелинейных эффектов на контактах. Сетка МКЭ включает в себя 970 элементов сплошной среды и 72 контактных элемента. Общее количество степеней свободы составило 9958.
Модуль деформации Е и коэффициент Пуассона для бетона, скальной породы основания принимались постоянными (табл. 1). Учитывалась возможность их хрупкого разрушения при нарушении прочности на растяжение или сдвиг. Для оценки прочности на сдвиг использовалась модель Кулона — Мора. Эта же модель применялась и в контактных элементах.
Табл. 1. Деформативные свойства материалов расчетной области
Наименование материала Модуль деформации E, МПа Коэффициент Пуассона v
Полускальная порода 5000 0,25
Бетон плотины 20000 0,18
Железобетон экрана 29000 0,18
Грунты тела каменной плотины принимались нелинейно-деформируемыми, учитывалось увеличение модуля деформации камня при боковом обжатии. Для этого использовалась модель грунта, предложенная в [7, 8] и уточненная с учетом данных [9]. Параметры деформируемости принимались на основе данных экспериментальных испытаний свойств камня [10—13], обобщенных нами в [9].
Исследования велись с учетом последовательности строительства комбинированной плотины и ее загружения. Всего было рассмотрено 29 расчетных этапов, на каждом из которых прикладывалась новая нагрузка, а также мог изменяться профиль плотины. В данной статье рассматриваются результаты расчетов только для основного сочетания нагрузок, а результаты расчетов сейсмостойкости планируется опубликовать позже.
Полученное расчетом НДС бетонной плотины при ее работе до реконструкции показано на рис. 2, 3. Уровень водохранилища принимался равным 313,4 м. Учитывалось и фильтрационное противодавление на подошву плотины, определенное по российским нормам. Было получено, что под действием гидростатического давления бетонная плотина смещается и прогибается в сторону тонной плотины. Закрашены эпюры до нижнего бьефа: смещения гребня соста- наращивания плотины, не закрашены — вили 5,3 см, подошвы — 1,8 см (рис. 2). после наращивания
Рис. 2. Смещения и осадки, см, бе-
ВЕСТНИК
МГСУ-
2/2015
В результате изгиба на низовой грани максимальные главные сжимающие напряжения с3 достигают 9,4 МПа. Растягивающих напряжений в плотине (исключая низовую консоль фундамента) не образуется.
Смещение плотины сопровождается образованием в скальном основании, перед верховой гранью плотины, субвертикальной трещины глубиной 34 м. Вертикальные нагрузки от плотины неравномерно передаются на основание. Низовой гранью плотина «вдавливается» в основание на 1,9 см, а со стороны верхнего бьефа — лишь на 0,6 см. Трещин на контакте бетон — скала не образуется, контактные напряжения — сжимающие по всей длине подошвы. Максимальное сжимающее напряжение на контакте бетон — скала в зоне концентрации достигло 4,5 МПа (рис. 3).
Прежде чем рассматривать НДС бетонной плотины после строительства
грунтовой части рассмотрим НДС по- _ . „
Рис. 3. Главные напряжения ст
следней. Оно показано на рис. 4, 5 для мпа, в бетонной плотине (обозначения3, случая наполнения водохранилища до как на „ис 2)
У363,8 м.
Рис. 4. Осадки грунтовой плотины, см
Рис. 5. Смещения грунтовой плотины, см
По расчету максимальные осадки грунтовой плотины (с учетом поэтапности возведения) составили 150 см (см. рис. 4), а горизонтальные смеще-
ния — 51 см (см. рис. 5). Полученная величина осадок плотины согласуется с данными натурных наблюдений за строительными осадками других каменных плотин [14, 15].
Бетонная плотина не может следовать за большими перемещениями грунтовой насыпи, она вынуждена самостоятельно воспринимать дополнительное гидростатическое давление верхнего бьефа, практически не передавая его на грунтовую насыпь. При подъеме уровня водохранилища бетонная плотина получила дополнительные горизонтальные смещения: 5,9 см на гребне и 1,2 см у подошвы (см. рис. 2).
На контакте наклонной низовой грани бетонной плотины с грунтовой было получено нарушение сдвиговой прочности, т.е. грунт проскальзывал относительно бетона. Это не позволило грунтовой плотине «зависнуть» на бетонной плотине и передать на нее дополнительную вертикальную нагрузку. Кроме того, в верхней части этого контакта произошло разуплотнение грунта. Вследствие этого боковое давление грунтовой насыпи на бетонную плотину оказалось мало и не превысило 1,0 МПа в нижней части, а в верхней части оно практически отсутствует.
На рис. 2, 3 показано НДС бетонной плотины при ее работе в составе комбинированной плотины. Расчеты показали, что влияние возведения высокой грунтовой насыпи на бетонную плотину проявилось не только в виде появления дополнительного силового воздействия, но и в виде появления дополнительных осадок бетонной плотины за счет осадок скального основания под весом грунтовой плотины. Максимальная осадка скального основания под грунтовой плотиной (на расстоянии 70 м от бетонной плотины) составила 7,5 см, а низовой грани плотины — 6,2 см (см. рис. 2). Однако прочность контакта бетон — скала в комбинированной плотине сохранилась.
Максимальные главные сжимающие напряжения с3 на низовой грани плотины не изменились (9,2 МПа). Зато появилась новая зона концентрации сжимающих напряжений с3 (9,7 МПа) — на низовой грани консоли фундаментной плиты. Кроме того, наличие грунтовой насыпи привело к появлению в верхней части консоли фундаментной плиты растягивающих горизонтальных напряжений ох величиной до 1,5 МПа.
Таким образом, напряженное состояние бетонной плотины в составе комбинированной плотины изменилось мало.
Теперь проанализируем работоспособность грунтовой части комбинированной плотины. В целом напряженно-деформированное и прочностное состояние грунтовой насыпи благоприятное. Исключение составляет зона примыкания грунтовой насыпи к бетонной плотине. Хотя здесь и не образуется зон предельного состояния, но происходит некоторое разуплотнение грунта. Это сказывается на НДС железобетонного экрана.
Экран испытывает осадки и смещения (рис. 6—9), следуя за перемещениями грунтовой насыпи. Максимальные горизонтальные смещения составляют 50 см (рис. 6), а осадки — 51,4 см (рис. 7). Оба этих значения наблюдаются на высоте 80 м от подошвы плотины, т.е. в нижней части экрана. В зоне примыкания экрана к бетонной плотине смещения и осадки также велики — соответственно 40,4 и 38,2 см. Перемещения гребня существенно меньше — 20,1 (сме-
ВЕСТНИК
МГСУ-
2/2015
щения) и 11,8 см (осадки). По данным натурных наблюдений за поведением плотины Нью-Эксчекваер [16], при наполнении водохранилища наблюдались смещения величиной 122 мм, а осадки — 455 мм. Расчетные данные примерно согласуются с натурными, учитывая, что мы решаем плоскую задачу.
На рис. 8 показаны прогибы экрана, т.е. перемещения в направлении нормали к его поверхности. Их максимальное значение составляет 70,9 см. В периметральном шве прогиб составляет 54,7 см, на гребне — 21,4 см. При рассмотрении эпюры прогибов можно увидеть, что экран испытывает неблагоприятные деформации. Во-первых, экран испытывает сильный изгиб, особенно в нижней части. Во-вторых, периметральный шов должен воспринять значительные сдвиговые относительные смещения (свыше 50 см!). Это отличает условия работы железобетонного экрана в комбинированной плотине от условий работы в каменной плотине. В большинстве построенных плотин с железобетонным экраном по натурным данным [17, 18] сдвиговые смещения в периметральном шве не превышают 5.. .6 см. Самые большие смещения наблюдались в плотине Рис (Reece) высотой 122 м (Австралия) — 70 мм и в плотине Альто-Анчикая (Alto Anchicaya) — 106 мм (Колумбия).
Рис. 6. Смещения железобетонного экрана, см
Рис. 7. Осадки железобетонного экрана, см
Рис. 8. Прогибы железобетонного экрана, см
На рис. 9 показаны перемещения экрана в направлении вдоль поверхности экрана, продольные перемещения. Так как горизонтальные смещения по величине больше, чем осадки, то продольные перемещения направлены от бетонной плотины к гребню грунтовой. Они достигают 10,1 см. Раскрытие периметрального шва составило также 10 см. Это очень большое значение, не характерное для экранов каменных плотин. Только в плотине Альто-Анчикая высотой 140 м раскрытие составило 125 мм [17, 18].
Рис. 9. Продольные перемещения железобетонного экрана, см
Описанная картина деформирования экрана вызвала его неблагоприятное напряженное состояние. На рис. 10 и 11 показано распределение в экране продольных напряжений1. Эти напряжения близки к главным, к с1 или с3. Видим, что в верхней части экран сжат по обеим граням. За счет прогиба экрана его верховая грань больше сжата (с3 = 3,5 МПа), чем низовая (с3 = 2,6 МПа). В нижней части (на протяжении 45 м) экран испытывает растяжение. При этом имеется участок растягивающих напряжений на обеих гранях (до 3 МПа на верховой грани и около 4 МПа — на низовой). Эти растягивающие усилия очень велики, но все-таки могут быть восприняты арматурой. Непосредственно в зоне примыкания в экране образуются зоны концентрации сжимающих (свыше 8 МПа на верховой) и растягивающих (до 11 МПа на низовой) напряжений. Конечно, такие напряжения не могу быть восприняты железобетоном, поэтому проектное решение об устройстве в этой зоне железобетонного блока, отделенного от экрана швом, следует признать не только правильным, но и единственно верным.
Однако опыт эксплуатации плотины Нью-Эксчекваер показал, что контакт железобетонного экрана с бетонной плотиной все-таки оказался ненадежным. Судя по нашим расчетам, это произошло не только вследствие трещинообразо-вания в экране, но в основном за счет значительного раскрытия периметрального шва. Уже при первом наполнении водохранилища фильтрационный расход составлял 280...340 л/с [16]. Для восстановления водонепроницаемости приходилось постоянно производить ремонтные работы. Они заключались в укладке на экран слоя глинобетона, состоящего из песка (10.20 %), гравия (25 %), глины (55.65 %) и бентонита (1,5 %) [19, 20].
1 Напряжения в направлении поперек экрана равны гидростатическому давлению верхнего бьефа.
ВЕСТНИК
МГСУ-
2/2015
Рис. 10. Продольные напряжения, МПа, на верховой грани железобетонного экрана
Рис. 11. Продольные напряжения, МПа, на низовой грани железобетонного экрана
В 1983 г. фильтрационные потери достигли 3,9 м3/с и было решено произвести капитальный ремонт плотины. При ремонте было обнаружено, что некоторые швы имеют раскрытие больше двух дюймов (более 50 мм). Ремонт производился в течение 9 месяцев в 1985—1986 гг. [19, 20]. Он заключался в удалении разрушенного бетона, заполнении пустот бетоном или цементным раствором, а также в установке водонепроницаемой полимерной мембраны Deery. Полимерная мембрана имела толщину 9,5.. .16 мм (3/5.. .5/8 дюйма). С обеих сторон она защищалась слоями геотекстиля или закрывалась торкретом. После ремонта протечки сократились до 0,1 м3/с. Стоимость ремонта составила 3,5 млн долл. [20].
Выводы. 1. В комбинированной плотине, образованной путем строительства за низовой гранью бетонной гравитационной плотины более высокой грунтовой плотины, бетонная часть находится в довольно благоприятном напряженном состоянии, не испытывая растягивающих напряжений. Хотя бетонная часть и получает дополнительные горизонтальные перемещения, но вес воды над ней обеспечивает сохранение сжимающих напряжений в плотине и основании.
2. В высокой комбинированной плотине всегда можно ожидать проскальзывание грунта упорной призмы относительно низовой грани бетонной плотины. Это связано с уменьшением сопротивления грунта сдвигу за счет уменьшения сжатия на контакте грунт — бетон, которое, в свою очередь, является следствием смещений грунтовой насыпи в сторону от бетонной плотины. Из-за проскальзывания грунта относительно бетонной поверхности нагрузки от веса грунта практически не передаются на низовую грань бетонной плотины.
3. Наиболее «проблемным» узлом конструкции комбинированной плотины является узел сопряжения железобетонного экрана каменной насыпи с бетонной плотиной. Здесь можно ожидать больших раскрытий периметрального шва и сдвиговых смещений экрана относительно бетона. Эти перемещения настолько значительны, что велика вероятность нарушения водонепроницаемости периметрального шва. Опыт показал, что уплотнение в периметральном шве необходимо устраивать в виде асфальтовой подушки под железобетонным экраном, а также полимерной геомембраны над периметральным швом (так как полимеры имеют высокую растяжимость). Правильным является решение по устройству в нижней части железобетонного экрана дополнительного поперечного шва.
4. Указанные выводы сделаны на основе результатов, полученных для работы плотины в условиях плоской деформации. Можно ожидать, что в пространственных условиях НДС грунтовой части комбинированной плотины будет более благоприятным.
Библиографический список
1. Hammar E., Lennartsson D. The Yang Qu dam: Optimization of Zones by Numerical Modelling on this New Type of Dam. Lulea University of Technology, 2014. 67 p.
2. Reitter A.R. Design and construction of the New Exchequer dam — the world's highest concrete faced rockfill dam // World Dams Today. 1970. Pp. 4—10.
3. Garcia F.M., Maestro A.N., Dios R.L., de Cea J.C., Villarroel J., Martinez Mazariegos J.L. Spain's new Yesa dam // The International Journal on Hydropower & Dams. 2006. No. 13 (3). Pp. 64—67.
4. DiosR.L., GarciaF.M., CeaAzañedo J.C., Mazariegos J.L.M., Gonzalez-Elipe J.M.V. El Diseño del Recrecimiento del Embalse de Yesa // Revista de Obras Publicas/Marzo. 2007. No. 3. 475. Pp. 129—148.
5. Sherard J.L., Cooke J.B. Concrete-Face Rockfill Dam: I. Assessment // Journal of Geotechnical Engineering. 1987. Vol. 113. No. 10. Pp. 1096—1132.
6. Саинов М.П. Вычислительная программа по расчету напряженно-деформированного состояния грунтовых плотин: опыт создания, методики и алгоритмы // International Journal for Computational Civil and Structural Engineering. 2013. Т. 9. № 4. С. 208—225.
7. Рассказов Л.Н., Джха Дж. Деформируемость и прочность грунта при расчете высоких грунтовых плотин // Гидротехническое строительство. 1997. № 7. C. 31—36.
8. Рассказов Л.Н. Условие прочности // Тр. Института ВОДГЕО. 1974. Вып. 44. С. 53—59.
9. Саинов М.П. Параметры деформируемости крупнообломочных грунтов в теле грунтовых плотин // Строительство: наука и образование. 2014. Вып. 2. Ст. 2. Режим доступа: http://www.nso-journal.ru/public/journals/1/issues/2014/02/2_Sainov.pdf.
10. Marsal R.J. Large Scale Testing of Rockfill Materials // Journal of Soil Mech. and Foundations Division, ASCE. 1967. 93 (2). Pp. 27—43.
11. Gupta A.K. Triaxial Behaviour of Rockfill Materials // Electronic Journal of Geotechnical Engineering — Ejge.com. 2009. Vol. 14. Bund J. Pp. 1—18.
12. Varadarajan A., Sharma K.G., Venkatachalam K., Gupta A.K. Testing and Modeling Two Rockfill Materials // J. Geotech. Geoenv. Engrg., ASCE. 2003. Vol. 129. No. 3. Рр. 206—218.
13. Marachi N.D., Chan C.K., SeedH.B. Evaluation of properties of rockfill materials // J. SMFE. 1972. 98 (1). Pp. 95—114.
14. ParkH.G., Kim Y.-S., Seo M.-W., Lim H.-D. Settlement Behavior Characteristics of CFRD in Construction Period. Case of Daegok Dam // Jour. of the KGS. September 2005. Vol. 21. No. 7. Pp. 91—105.
15. Саинов М.П. Полуэмпирическая формула для оценки осадок однородных грунтовых плотин // Приволжский научный журнал. 2014. № 4. C. 108—115.
16. Kearsey W.G. Recent developments of upstream membranes for rockfill dams. A Thesis Submitted to the Faculty of Graduate Studies and Research in Partial Fulfilment of the Requirements for Requirements for the Degree of Master of Engineering in Geotechnique. Edmonton, Alberta, July, 1983. 132 p.
17. ICOLD, Concrete Face Rockfill dam: Concepts for design and construction, International Commision on Large Dams, Bulletin 141, 2010.
18. ICOLD. Rockfill dams with Concrete Facing-State of the Art. International Commision on Large Dams. Bulletin 70. 1989. Pp. 11—53.
19. Brown H.M., Kneitz P.R. Repair of New Exchequer Dam // Water Power and Dam Construction. 1987. No. 39 (9). Pp. 25—29.
20. McDonald J.E., Curtis N.F. Repair and rehabilitation of dams: case studies; prepared for U.S. Army Corps of Engineers. Engineer Research and Development Center, 1999. 265 p.
Поступила в редакцию в декабре 2014 г.
Об авторах: Саинов Михаил Петрович — кандидат технических наук, доцент, доцент кафедры гидротехнического строительства, Московский государственный строительный университет (ФГБОУ ВПО «МГСУ»), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, mp_sainov@mail.ru;
Федотов Александр Александрович — студент института гидротехнического и энергетического строительства, Московский государственный строительный университет (ФГБОУ ВПО «МГСУ»), 129337, г. Москва, Ярославское шоссе, д. 26, fedoto-aleksandr@mail.ru.
Для цитирования: Саинов М.П., Федотов А.А. Анализ напряженно-деформированного состояния комбинированной плотины Нью-Эксчекваер при статических нагрузках // Вестник МГСУ. 2015. № 2. С. 141—152.
M.P. Sainov, А.А. Fedotov
ANALYSIS OF THE STRESS-STRAIN STATE OF NEW EXCHEQUER COMBINED DAMAT STATIC LOADS
In the article the authors analyze numerical modeling results of the stress-strain state of a combined dam created by construction of a higher rockfill dam with a reinforced concrete face behind the downstream face of the concrete dam. The analysis was conducted on the example of the design of 150 meter high New Exchequer dam (USA). Numerical modeling was conducted with consideration of non-linearity of soils deformation as well as non-linear behavior of the interaction "concrete — soil", "concrete — concrete".
The analysis showed that though in a combined dam the concrete part gets additional displacements and settlements, its stress state remains favorable without appearance of tensile stresses and opening of the contact "concrete — rock". This is explained by the fact that on the top the concrete dam is weightened by the reservoir hydrostatic pressure. The role of rockfill lateral pressure on the concrete dam stress state is small.
There may be expected sliding of soil in relation to the concrete dam downstream face due to the loss of its shear strength. Besides, decompaction of the contact "soil — concrete" may occur, as earthfill will have considerable displacements in the direction from the concrete dam. Due to this fact the loads from the earthfill weight do not actually transfer to the concrete dam.
The most critical zone in the combined dam is the interface of the reinforced concrete face with the concrete dam. Under the action of the hydrostatic pressure the earth-fill under the face will have considerable settlements and displacements, because soil slides in relation to the concrete dam downstream face. This results in considerable openings (10 cm) and shear displacements (50 cm) in the perimeter joint. The results of the numerical modeling are confirmed by the presence of seepage in New Exchequer dam, which led to the necessity of its repair. Large displacements do not allow using traditional sealing like copper water stops in the perimeter joint of combined dams. The sealing should be made of geo-membrane with placement of an asphalt pad under the face.
Due to bending deformations in the lower part of the reinforced concrete face considerable tensile forces may occur. It is recommended to arrange a transverse joint in this part of the face.
Key words: combined dam, reinforced concrete face, perimeter joint, stress-strain state, numerical modeling, displacements, settlements, opening of joint, dam reconstruction, New Exchequer, New Esa.
References
1. Hammar E., Lennartsson D. The Yang Qu Dam: Optimization of Zones by Numerical Modelling on this New Type of Dam. Luleá University of Technology, 2014, 67 p.
2. Reitter A.R. Design and Construction of the New Exchequer Dam — the World's Highest Concrete Faced Rockfill Dam. World Dams Today. 1970, pp. 4—10.
3. Garcia F.M., Maestro A.N., Dios R.L., de Cea J.C., Villarroel J., Martinez Mazariegos J.L. Spain's New Yesa Dam. The International Journal on Hydropower & Dams. 2006, no. 13 (3), pp. 64—67.
4. Dios R.L., Garcia F.M., Cea Azañedo J.C., Mazariegos J.L.M., Gonzalez-Elipe J.M.V. El Diseño del Recrecimiento del Embalse de Yesa. Revista de Obras Publicas/Marzo. 2007, no. 3, 475, pp. 129—148.
5. Sherard J.L., Cooke J.B. Concrete-Face Rockfill Dam: I. Assessment. Journal of Geo-technical Engineering. 1987, vol. 113, no. 10, pp. 1096—1132.
6. Sainov M.P. Vychislitel'naya programma po raschetu napryazhenno-deformirovanno-go sostoyaniya gruntovykh plotin: opyt sozdaniya, metodiki i algoritmy [Computer Program for the Calculating the Stress-strain State of Soil Dams: the Experience of Creation, Techniques and Algorithms]. International Journal for Computational Civil and Structural Engineering. 2013, Vol. 9. No. 4, pp. 208—225. (In Russian)
7. Rasskazov L.N., Dzhkha Dzh. Deformiruemost' i prochnost' grunta pri raschete vysokikh gruntovykh plotin [Deformability and Strength of Soils in High Soil Dam Calculation]. Gidrotekhnicheskoe stroitel'stvo [Hydraulic Engineering]. 1997, no. 7, pp. 31—36. (In Russian)
8. Rasskazov L.N. Uslovie prochnosti [Strength Condition]. Trudy Instituta VODGEO. [Proceedings of the Institute VODGEO]. 1974, no. 44, pp. 53—59. (In Russian)
9. Sainov M.P. Parametry deformiruemosti krupnooblomochnykh gruntov v tele gruntovykh plotin [Deformation Parameters of Macrofragment Soils in Soil Dams]. Stroitel'stvo: nauka i obrazovanie [Construction: Science and Education]. 2014, no. 2. Available at: http:// www.nso-journal.ru/public/journals/1/issues/2014/02/2_Sainov.pdf. (In Russian)
10. Marsal R.J. Large Scale Testing of Rockfill Materials. Journal of Soil Mech. and Foundations Division, ASCE. 1967, 93 (2), pp. 27—43.
11. Gupta A.K. Triaxial Behaviour of Rockfill Materials. Electronic Journal of Geotechnical Engineering — Ejge.com. 2009, vol. 14, Bund J, pp. 1—18.
12. Varadarajan A., Sharma K.G., Venkatachalam K., Gupta A.K. Testing and Modeling Two Rockfill Materials. J. Geotech. Geoenv. Engrg., ASCE. 2003, vol. 129, no. 3, pp. 206—218. DOI: http://dx.doi.org/10.1061/(ASCE)1090-0241(2003)129:3(206).
13. Marachi N.D., Chan C.K., Seed H.B. Evaluation of Properties of Rockfill Materials. J. SMFE. 1972, 98 (1), pp. 95—114.
14. Park H.G., Kim Y.-S., Seo M.-W., Lim H.-D. Settlement Behavior Characteristics of CFRD in Construction Period. Case of Daegok Dam. Jour. of the KGS. September 2005, vol. 21, no. 7, pp. 91—105.
15. Sainov M.P. Poluempiricheskaya formula dlya otsenki osadok odnorodnykh grun-tovykh plotin [Semiempirical Formula for Assessment of Homogeneous Earthfill Dams]. Privolzhskiy nauchnyy zhurnal [Volga Region Scientific Journal]. 2014, no. 4, pp. 108—115. (In Russian)
16. Kearsey W.G. Recent Developments of Upstream Membranes for Rockfill Dams. A Thesis Submitted to the Faculty of Graduate Studies and Research in Partial Fulfilment of the Requirements for Requirements for the Degree of Master of Engineering In Geotechnique. Edmonton, Alberta, July, 1983, 132 p.
17. ICOLD. Concrete Face Rockfill dam: Concepts for design and Construction. International Commision on Large Dams. Bulletin 141, 2010.
18. ICOLD. Rockfill Dams with Concrete Facing-State of the Art. International Commision on Large Dams. Bulletin 70, 1989, pp. 11—53.
19. Brown H.M., Kneitz P.R. Repair of New Exchequer Dam. Water Power and Dam Construction. 1987, no. 39 (9), pp. 25—29.
20. McDonald J.E., Curtis N.F. Repair and Rehabilitation of Dams: Case Studies; Prepared for U.S. Army Corps of Engineers. Engineer Research and Development Center, 1999. 265 p.
About the authors: Sainov Mikhail Petrovich — Candidate of Technical Sciences, Associate Professor, Department of Hydraulic Engineering, Moscow State University of Civil Engineering (MGSU), 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; mp_sainov@mail.ru;
Fedotov Aleksandr Aleksandrovich — student, Institute of Hydraulic and Power Engineering, Moscow State University of Civil Engineering (MGSU), 26 Yaroslavskoe shosse, Moscow, 129337, Russian Federation; fedoto-aleksandr@mail.ru.
For citation: Sainov M.P., Fedotov A.A. Analiz napryazhenno-deformirovannogo sos-toyaniya kombinirovannoy plotiny N'yu-Ekschekvaer pri staticheskikh nagruzkakh [Analysis of the Stress-Strain State of New Exchequer Combined Dam at Static Loads]. Vestnik MGSU [Proceedings of Moscow State University of Civil Engineering]. 2015, no. 2, pp. 141—152. (In Russian)
